Критических коэффициентов

33. Зайнуллин Р.С., Черных Ю.А., Коваленко В.В. Расширение диапазона критических деформаций при гибке обечаек. Заводская лаборатория (диагностика материалов, 1997, №4, с.

Используя данные соотношения (3.4) и (3.5) для материала оболочки, диаграмма деформирования которого аппроксимируется степенной функцией о, = Аъ™, были получены выражения для определения критических деформаций еикр и критических напряжений аикр для обоих вариантов разрушения:

Используя данные соотношения (3.4) и (3.5) для материала оболочки, диаграмма деформирования которого аппроксимируется степенной функцией а, = Ле,"1 , были получены выражения для определения критических деформаций 8икр и критических напряжений аикр для обоих вариантов разрушения:

Важным следствием обработки кривых нагружения в координатах 5 — eli* является возможность экспрессного построения диаграмм структурных состояний материала [328]. Как показано на рис. 3.29 на примере сплава МТА, для этого необходимо на перестроенных кривых упрочнения S — е'^ соединить точки перегибов, соответствующих критическим деформациям е^ и е», при которых происходит изменение коэффициентов параболического деформационного упрочнения в процессе развития и перестройки дислокационной структуры. Таким образом, мы фактически получаем диаграмму структурных состояний сплава МТА (рис. 3.29). На рис. 3.30 представлены в координатах деформация — температура диаграммы структурных состояний сплава МТА, а также однофазного сплава МЧВП с размером зерна 40 и 100 мкм. Диаграммы ограничены (из условий получения [328]) кривой температурной зависимости однородной деформации и включают три области: / — относительно однородного распределения дислокаций; II — сплетений, клубков дислокаций и /// — ячеистой дислокационной структуры. Области на диаграмме разделены линиями температурной зависимости критических деформаций е± и е2, которые являются верхней границей равномерного распределения дислокаций и соответственно нижней границей образования ячеистой структуры. Температурный ход этих кривых может быть объяснен [345] исходя

Рассмотренные выше особенности деформационного упрочнения ОЦК-металлов и сплавов с пониженной энергией дефекта упаковки налагают отпечаток на эволюцию дислокационной структуры. В частности, на диаграмме структурных состояний ванадия (рис. 3.31) это отражается в изменении в широких пределах деформационных интервалов отдельных областей [341]. Диаграмма содержит пять областей, разделенных температурными зависимостями критических деформаций; 1 — область крайне неоднородной дислокационной структуры,

Повышение температуры испытания приводит к экспоненциальному уменьшению критических деформаций перехода между структурными областями [289]. В интервале ДДС (400—600 °С) наблюдается нарушение этой зависимости, критические деформации резко возрастают, так что область образования ячеистых структур выходит за пределы области однородной деформации. Следует отметить характерные особенности дислокационной структуры деформированного ванадия [62, 341, 344]: высокую плотность дислокаций, в том числе и во внутренних объемах ячеек, широкие неупорядоченные границы ячеек, задержку формирования ячеистых структур в области ДДС и т. д. По характеру приведенные выше диаграммы структурных состояний несколько отличаются от построенных ранее для тугоплавких ОЦК-металлов [9, 289] (см. рис. 3.12). Наблюдается более высокий уровень критических деформаций, разделяющих структурные области, что, видимо, связано с различиями способов задания деформации: в работе [289] — это прокатка или прессование, в нашем случае — одноосное растяжение. Кроме того, на диаграммах структурных состояний ванадия и хрома (см. рис. 3.12) не отражена область ДДС, где затруднено образование дислокационных ячеистых структур [62,344].

С целью изучения закономерностей пластичного разрушения молибдена в широком интервале температур и объяснения характерных типов изломов используем диаграмму истинная деформация — температура (ИДТ), которая сочетает диаграмму структурных состояний и температурную зависимость ряда критических деформаций, отражающих динамику возникновения и развития несплошностей в образце при растяжении.

Известны два исключения, при которых нарушается приведенная общая оценка значений критических деформаций. Это тела с резко выраженной анизотропией упругих свойств и тонкостенные тела (стержни, пластины, оболочки). На рис. 2.4 изображен параллелепипед из анизотропного ма-

Предложены способы экспериментального определения величин Jc, fk и бе, однако расчет этими способами элементов конструкций пока затруднителен из-за сложности решения соответствующих краевых упругопла-стических задач с учетом упрочнения. Зависимость критических деформаций ek, e/fi и показателя упрочнения материала т от основных факторов — температур t, скоростей деформирования е, исходных свойств металла /и, вы позволяет связать критические напряжения а/г для элемента конструкции с размером дефекта / с помощью критического значения коэффициента интенсивности деформаций К1е:

Иногда рекомендуется верхнюю границу температурного интервала горячей обработки давлением устанавливать на основании определения критических температур роста зерна стали при нагреве (табл. 3). Однако при этом следует иметь в виду, что величина зерна стали при обработке давлением не оказывает существенного влияния ни на пластичность стали, ни на ее сопротивление деформированию. Для установления верхней границы более важное значение имеет обследование температуры пережога стали (табл. 4 и 5). Также не имеет принципиального значения и определение интервала критических деформаций, например при осадке в результате рекристаллизации обработки (построение диаграмм II рода).

но выбранных начальных прогибов, причем для осесим-метрично нагруженных круговых цилиндрических оболочек начальные несовершенства принимаются неосесим-метричными. Момент потери устойчивости определяется резким возрастанием неосесимметричных прогибов. Качественный и количественный вид возмущений задается на основании сопоставления результатов упругих расчетов и экспериментов (для аналогичных оболочек). Он может уточняться при сравнении результатов расчетов на ползучесть и соответствующих опытов [41, 43, 45— 48, 50]. При решении задач используются геометрически нелинейные соотношения, а физические зависимости линеаризуются относительно основного (в частном случае безмоментного) состояния. Результаты, полученные согласно данной методике, по значениям критических деформаций достаточно хорошо (для задач устойчивости при ползучести) совпадают с результатами экспериментов [3, 38, 83].

Из разрушенного сосуда были вырезаны по два образца в продольном и поперечном направлениях. Для этих образцов были получены следующие значения критических коэффициентов интенсивности: в продольном направлении /vc — 3370 и 31ИО И/мм'"'2; /С,, = 2530 и 2480 мм;"; в поперечном Л',;=1960 и 1450 Н/мм3/:'; К,, = 1780 п 1320 мм-'.

повышение среднего напряжения цикла и уменьшение амплитуды напряжения приводит к увеличению скорости роста трещины. При R = const оба эффекта возрастают одновременно. Повышение R вызывает не только увеличение скорости роста трещины, но и сдвиг критических коэффициентов интенсивности напряжений ЛКц, и Ж^ влево (рис. 59). Смещение ЛК«С следует из соотношения AKfc = (1 - R) Kt-c, а дКа, связано с R уравнением дКц, (R)/E = (2,75 ± 0,75) 10"5(1 - R)"'31(^m), где m показатель степени в уравнении Пэриса.

— испытания на вязкость разрушения (ГОСТ 25506-85) с определением критических коэффициентов интенсивности напряжений (К1с), критического раскрытия трещины (КРТ) и контурного J-интеграла,

— испытания на вязкость разрушения (ГОСТ 25506-85) с определением критических коэффициентов интенсивности напряжений (К1с), критического раскрытия трещины (КРТ) и контурного J-интеграла,

На рис. 14, а, б приведены примеры экспериментального определения критических коэффициентов интенсивности напряжений при действии комбинированного нагружения. Заметим, что линейное расположение экспериментальных данных в пространстве координат log ac, log ac с наклоном —1/2 фактически есть экспериментальное доказательство того, что коэффициенты интенсивности напряжений, определяемые уравнением (28), действительно постоянны. Далее, приведенные данные показывают, что при заданном условии нагружения упругое решение (уравнение (37)) применимо к нашему композиту и что характерный объем разрушения гс существует. Однако постоянство гс при одном виде комбинированного нагружения можно интерпретировать только как необходимое условие проверки гипотезы, что разрушение имеет место внутри постоянного объема впереди кончика трещины. Для подтверждения достаточности проверки значение гс должно быть постоянным при любых условиях комбинированного нагружения.

Применение методов классической механики разрушения на уровне структурных элементов слоя позволяет рассматривать композит как неоднородную среду и, по-видимому, является наиболее сильным подходом. Основная цель в этом случае заключается в определении критических коэффициентов концентрации напряжений Ки- Однако практическое применение классической механики разрушения к композитам ограничено чрезвычайной сложностью анализа напряженного состояния неоднородной среды. В большинстве случаев это практически невыполнимая задача, поэтому до настоящего времени численные результаты получены только для простейших, однонаправленных, схем армирования.

Практически признаком термодинамического подобия может быть принадлежность веществ к одному и тому же типу химических соединений и равенство их критических коэффициентов.

Практически признаком термодинамического подобия может быть принадлежность веществ к одному и тому же типу химических соединений и равенство их критических коэффициентов. Однако использование соотношений (1.9) — (1.13) затрудняется тем, что экспериментальные значения Тк для металлов неизвестны (исключение составляют Hg, Na, К, Rb, Cs).

Совпадение критических коэффициентов и то обстоятельство, что отношение ри к Т зависит только от приведенных параметров, составляет содержание теоретического закона соответственных состояний. Закон этот первоначально был выведен из уравнения Ван-дер-Ваальса, хотя независимо от вида характеристического уравнения критические коэффициенты равны и соотношение (2-1) обязательно соблюдается у всех тел, уравнения состояния которых содержат не более трех постоянных.

Подобие кривых упругости (при равенстве критических коэффициентов) служит необходимым и, вообще говоря, достаточным условием существования влажных паров различных жидкостей в соответственных состояниях. Так как удельные объемы двухфазной среды не зависят от давления (или температуры) и могут иметь любое значение в

Таким образом, по отношению к двухфазным системам гипотеза Каммерлинг — Оннеса теоретически подтверждается применительно лишь к группам веществ, у которых, помимо равенства критических коэффициентов, соблюдается подобие кривой упругости и одной из пограничных кривых в координатах р—v. Но если эти условия выдерживаются, то универсальными функциями приведенных параметров оказываются не только и~и > Но одновременно